全 文 ：□建筑结构 福建建设科技　2009.No.6 19　
有粘结预应力筋压花锚承载力性能研究
官江腾(福建省建筑科学研究院　福州　350025)
[ 提　要] 　通过三根实验梁的实验及分析 ,本文研究了有粘结预应力筋压花锚的承载力性能 ,校核了截面极限承载力的计算
方法 ,提出相应的设计建议。
[ 关键词] 　有粘结预应力　压花锚　承载力　性能
Experimental Research of capacity performance of bonded prestressing tendon embossing anchorage
Abstract:By the expe riment and analy sis of three test beams , the autho r ha s discussed the capacity pe rformance o f bonded pres-
tressing tendon embossing ancho rage , checked the computationa l method of limit capacity fo r section and advanced the cor respond-
ing suggestion for design.
Key words:bonded pre stressed;embossing ancho rage;capacity;pe rformance
收稿日期:2009—03—16
　　1 研究背景和重点
1.1 背景
国内有粘结预应力工程中固定端采用的压花锚(图 1),
是目前最经济的钢绞线锚具 ,与大量使用的挤压锚具相比 ,钢
绞线固定端采用压花锚 ,其工艺简单 、张拉方便 、节省锚具 、降
低造价 , 但现行设计规范 、规程中的相关规定较少 ,对于压花
锚末端裸露段钢绞线承载力性能的研究也不多 , 影响其推广
和应用。
图 1　压花锚
1.2 研究重点
通过三根实验梁的荷载实验研究 ,比较分析压花端与非
压花端在相邻截面(支座截面)的承载力差别 ,同时与理论计
算结果进行对比 ,确认压花锚末端裸露段钢绞线的极限承载
力 ,深入了解压花锚末端裸露段钢绞线在计算极限承载力时
受力特点及性能 ,找出薄弱环节 ,采取相应措施 , 为压花锚的
进一步推广和应用提供依据。
2 实验研究
2.1 实验梁设计
为分析有粘结预应力筋压花锚的承载力性能 , 研究采用
三根相同尺寸及混凝土强度等级的实验梁。实验现场见图
2。梁内布置一束有粘结筋 , 在中支座处一侧为外套波纹管 ,
另一侧为裸露的压花锚。为研究不同预应力度对极限承载力
的影响 ,三根梁支座面筋分别为 2 12 , 3 14 及 3 12;同
时 ,为确保裂缝先出现在中支座 , 实验梁的边支座上部及全梁
底部均配置足够多的普通钢筋。支座为钢棒滚轴支座 , 设置
于图 3 所示的轴线处。
以下均以实验梁 L2 为例进行说明 , 混凝土强度等级
C40 ,配筋图见图 3。
图 2　实验现场
2.2 实验梁测点布置
三根实验梁的各种力学指标测点布置及编号均相同 , 混
凝土应变测点布置见图 4 ,钢筋应变测点布置见图 5 , 位移测
点布置见图 6。
2.3 加载方式
实验采用三分点加载 , 加载位置见图 7。采集系统给出
的力值是单个千斤顶的值 , 因此 , 每个三分点加载的力值为
P/ 2。
2.4 加载程序
预载 10※20※退载※10※20※30※40※45※50※55※
60※65※70※75※80※110 ※140※170※190※200※210 ※
220※230※240※250※260(单位:kN)。
实验梁 L2 加载至 80kN 时 ,在中支座偏东位置发现首条
裂缝 , 裂缝宽度 0.03mm。梁跨中挠度见图 8。
2.5 实验梁分析
20　 福建建设科技　2009.No.6 □建筑结构
图 3　梁 L2配筋图
图 4 混凝土应变测点布置图
注:⑴混凝土应变测点每道梁均为 24片 ,括号内的数值表示北
面测点;
⑵各截面侧面上各应变测点均沿高度等分;
⑶顶面 、底面应变测点均位于中间。
图 5　钢筋应变测点布置图
图 6　位移测点布置图
图 7　加载位置示意图
2.5.1 分析原则及假定
①主要分析中支座左 、右截面(分别代表非压花段与压花
段)承载力状态。
②以分析截面受拉钢筋应力达到实测强度值σs=370N/
mm2作为承载能力极限状态的标准 , 同时参考钢绞线应力及
混凝土应力状态。
③承载力极限状态下 ,截面应变符合平截面假定 ,每个截
图 8　梁 L2挠度图
面以受拉钢筋应变实测值的平均值作为钢筋应变值;受压区
混凝土应变以最外侧混凝土应变实测值作为混凝土应变值;
钢绞线应变及受压区钢筋应变值则由上述两者构成几何关
系 , 推导得出。
④钢筋及钢绞线应力应变满足虎克定律 , 即 σ=Eε,钢筋
弹性模量 Es =2.0×105 MPa , 钢绞线弹性模量 Ep=1.95 ×
105MPa。
⑤混凝土应力应变关系采用 Rǜsch 曲线 , 即当ε<ε0 =
0.002 时 ,σ=fc[ 2(εε0)-(
εε0
2] ,当ε0<ε<εu j=0.0035 时 ,σ
=fc;这里 fc 取混凝土立方体抗压强度值对应的混凝土棱柱
体抗压强度值。
⑥混凝土立方体抗压强度实测值 fcu , k=42MPa ,根据《混
凝土结构设计规范》条文说明 ,棱柱体抗压强度与立方体抗压
强度比值取 0.76 , 故 fc =0.76×42=31.9MPa。钢绞线强度
标准值 fptk = 1860MPa , 条件 屈服强 度值 取 p.9fptk =
1674MPa。
⑦由于加载前预应力筋已张拉 , 对构件截面各组成要素
产生了影响 , 分析中考虑这部分影响的线性叠加作用。
⑧计算承载力时 , 截面应力不考虑混凝土的受拉应力。
2.5.2 数据分析
2.5.2.1 计算预应力张拉对构件各组成要素的影响
预应力损失:σl1 =271N/ mm2 　σ12 =7N/mm2 　σpe =
1302-271-7=1024N/ mm2　N pe =1024×140=143360N
波纹管采用 φ45 扁管 , 面积近似按矩形计算:S =19 ×
51.5=979mm2
A c=200×350-979=69021mm2
偏心距 e=175-45=130mm
偏心弯矩:M=143360×130=18636800N.mm
I=714583333mm4　E s
Ec
=2×105
3×104 =6.67　NpeA c =2.08N/
mm2
M
W
=4.6N/mm2
支座处受压区边缘混凝土压应力:
σc1=14336069021 - 18636800200×3502/ 6=-1.7N/ mm2(拉应力)
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支座 处受 压 区钢 筋(计算 形 心)压应 力:σ′s1 =
143360
69021
-18636800×(175-50)
714583333
×6.67=(2.08-3.26)×
6.67=-7.9(拉应力)
支座处受拉区钢筋压应力:
σs1= 2.08+1863800×(175+35)714583333 ×6.67 =(2.08 +
3.65)×6.67=38.2N/ mm2(压应力)
2.5.2.2 综合弯矩分析:A′S=1272mm2　A S=462mm　
B断面 , 普通钢筋受拉按σS=370N/ mm2 计算
σS=370+38.2=408.2N/mm2 εs=2041
2041-2003
2263-2003=0.146
荷载 F=85+0.146(95.3-85.0)=86.5kN
钢绞线εp=1916+(2165-1916)×0.146=195 σp=
380.6N/ mm2
压区钢筋ε′S =321 +0.146(33 -321)=322 σ′S =
64.4N/ mm2
压区边缘混凝土εc=759+0.146(821-759)=768
σc=31.9×[ 2(0.0007680.002 )-(0.0007680.002 )2] =19.8N/ mm2
两阶段应力叠加
σS=408.2-38.2=370N/mm2
σp=380.6+1024=1404.6N/ mm2
σ′S=64.7-7.9=56.5N/ mm2
σc=19.8-1.7=18.1N/mm2
h0=1404.6×140×305+370×461×3151404.6×140+370×461 =310mm
x=1404.6×140+370×461-56.5×1272
200×18.1 =81.6mm
M=18.1×200×81.6×(310-81.6/ 2)+56.5×1272×
(310-50)=98.2kN·m
F=86.5kN 时 ,支座沉陷产生的弯矩:
左支座:■l=0.83+0.146(0.97-0.83)=0.85mm
中支座:■m=2.02+0.146(2.32-2.02)=2.064mm
右支座:■r=1.78+0.146×0.1=1.795mm
综合影响:■=(0.85+1.795)×(-1.5)+3×2.064=
2.225mm
M = 2.225 × EI
l2
= 2.225 ×3.0×10
4×200×3503
12
36002
=
3.7kN ·m
综上 , L2 梁 B断面综合弯矩:M u=98.2+3.7=101.9kN
·m
采用相同的方法 , 可以计算得出 L2 梁 C 断面综合弯矩
M u=96.1+3.8=99.9kN·m
2.6 承载力理论计算
混凝土立方体实测强度 f cu , k =42M Pa , 轴心抗压强度 σS
=370N/mm2 , 钢筋实测强度 σs =370N/ mm2 , 计算理论承载
力如下:
27.9×200x=370(461-1272)+1320×140
∴x=-21mm <0 故 M u=1300×140×(350-45-35)
+370×461×(350-35-35)=97.7kN ·m
2.7 结论及分析
为便于比较 ,将各实验梁中支座左 、右截面(非压花段与
压花段)实验实测承载力及理论计算承载力汇总如表 1 所示。
表 1　承载力汇总表 (单位:kN×m)
梁号
实　验　值
M l(B断面 、非压花) M r(C断面 、压花) 差异百分比
理论值 实验平均值与理论值差异百分比
L1 70.3 72.4 2.9% 73.3 2.7%
L2 101.9 99.9 1.9% 97.7 3.2%
L3 81.9 78.6 4.1% 85.0 5.6%
　　由表 1 可知 , 三根实验梁中支座处压花段与非压花段的
极限承载力最大差异 4.1%,最小差异 1.9%。根据《建筑结
构可靠度设计统一标准》与《混凝土结构设计规范》规定 ,这种
程度的差异满足 95%的保证率要求 , 属于试验误差范围。 从
具体的变化趋势上看 , L1 梁压花段的极限承载力要略大于非
压花段 , L2 、L3 梁压花段的极限承载力要略小于非压花段 , 没
有相同的变化趋势。因此 ,可认为有粘结预应力筋压花锚末
端裸露段钢绞线的极限承载力与非裸露段相比几乎没有折
减。比较实验值与理论计算值 , 截面极限承载力具有较好的
吻合性 , 最大差异 5.6%, 最小差异 2.7%,说明实验较好地反
映了理论分析的结果。
3 设计建议
3.1 适用范围
由于压花锚是通过混凝土握裹来保证其锚固性能 , 因此
主要应用于锚固长度和混凝土质量有保证的有粘结预应力
板 、梁等构件中 ,对于无粘结预应力构件 , 不应采用压花锚。
3.2 构造要求
混凝土强度是影响压花锚锚固性能的重要因素 , 混凝土
强度越高 , 锚固性能越好 ,因此张拉前混凝土强度等级不应小
于 C25;对于压花锚处的混凝土建议采用粒径不大于 20mm
的石子拌制;为提高压花锚四周混凝土的抗裂强度 , 在压花头
附近须配置构造钢筋;对成束布置的多根钢绞线压花锚 , 应分
排埋置在混凝土内 , 第一排压花锚的锚固长度 , 对φs15.2 钢
绞线不应小于 950mm , 第二排与第一排距离不应小于
300mm。
3.3 设计强度取值
由实验数据可知 , 压花锚末端裸露段钢绞线的极限承载
力与非裸露段相比 , 相差小于 5%, 满足相关标准的要求。 因
此设计时 , 对于压花锚末端裸露段钢绞线的设计强度 , 可以根
据设计规范中所列的相应强度取值计算 。
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